《Materials Science and Engineering: A》：Enhancing hydrogen embrittlement resistance in ferritic–pearlitic pipeline steel through degenerate pearlite formation
编辑推荐：
氢脆抗力提升策略：通过分析热轧厚板表面与中心区域的冷却速率差异，发现表面区域因快速冷却形成更多退化珍珠组织（DP）和更少片层珍珠组织（LP），显著提高了抗氢脆性能。DP的连续铁素体-渗碳体界面阻碍氢局部化及裂纹扩展，而LP的高渗碳体层易引发氢脆失效。研究揭示了珍珠组织形态对氢脆行为的决定性作用，为管线钢设计提供新依据。
李贤旭|钟允 Moon|韩孝珠|余永在|金奎泰|韩正浩
韩国汉阳大学材料科学与工程系，首尔，04763
摘要
本研究开发了一种微观结构设计策略，以提高铁素体-珠光体管道钢的抗氢脆性。从热轧厚钢板表面和中部（中心）采集的样品中发现，其铁素体和珠光体的相比例相似，但由于表面样品冷却速度更快，因此其中退化珠光体（DP）的比例较高，而层状珠光体（LP）的比例较低。这种微观结构使得表面样品具有更好的抗氢脆性，因为层状珠光体中的连续铁素体-渗碳体界面可能导致氢原子局部聚集，加速氢诱导裂纹的形成并引发气泡形成。这些结果表明，含有珠光体相的管道钢应优先选择DP结构，以确保其在富氢环境中的长期使用性能。
引言
氢作为一种环保的化石燃料替代品受到了广泛关注，因为其生产和消费过程中产生的温室气体排放较少[1,2]。成功过渡到碳中和的氢能时代需要高效的生产清洁氢的技术，以及安全储存和运输所需的基础设施[3]。已经建成的用于输送天然气和原油的广泛管道网络[4][5][6]为大规模、低成本运输氢气提供了实际解决方案。化石燃料管道主要由低碳或中碳厚钢板制成，这些钢板的屈服强度较高，按照美国石油学会（API）的钢级进行分类[7]。这些钢板通常具有复杂的微观结构，包括体心立方（BCC）相，如铁素体、珠光体、贝氏体和马氏体，这些相是通过热轧后进行热机械控制（TMCP）和热处理形成的[6][8][9][10]。
然而，包括管道钢在内的高强度钢在富氢环境（例如H2S或氢气）中容易因氢脆（HE）而发生过早失效[5][11][12][13]。Wang[12]报告称，含有铁素体和珠光体相的API X70钢在动态氢加载（即同时施加氢气和变形）条件下，其断裂韧性从约90 MPa√m显著下降到约70 MPa√m，这是由于严重的解理断裂所致。同样，含有铁素体、珠光体和贝氏体微观结构的API X52、X65和X100钢在气体氢环境（0.2–69.0 MPa）中进行拉伸试验时，表现出较差的延展性和面积减小的趋势（即最终试样面积与原始试样面积的比率），这也是由于铁素体晶粒的准解理断裂[13]。
管道钢的氢脆现象归因于氢原子在BCC相中的快速扩散[14,15]，这会在氢原子局部聚集的位置引发氢辅助或氢诱导的裂纹[16][17][18]。管道钢通常由软质铁素体相与其他较硬的相（如珠光体、贝氏体和马氏体）组成，后者更容易发生氢脆[16]。例如，Shi等人[19]使用TMCP工艺制备了具有不同微观成分的管道钢（如铁素体-贝氏体和铁素体-马氏体），并依据美国腐蚀工程师协会（NACE）的标准比较了它们的抗氢脆性。他们观察到，含有贝氏体的钢比含有马氏体的钢具有更好的抗氢脆性，并指出氢诱导裂纹主要沿贝氏体和马氏体界面扩展。同样，含有针状铁素体的X65管道钢的抗氢脆性也优于含有普通珠光体的管道钢，因为针状铁素体的高韧性可以阻止裂纹扩展[15]。
因此，本研究旨在通过提供关于含有铁素体和珠光体相的管道钢微观结构设计的新见解，来提高其抗氢脆性。珠光体形态可以分为两种类型[20]：层状珠光体（LP），其特征是连续、长而厚的渗碳体片层；以及退化珠光体（DP），其特征是不连续、细小且薄的渗碳体片层。值得注意的是，DP中的细小渗碳体有助于提高韧性[21]。尽管经过TMCP处理的管道钢和其他类似碳钢通常同时含有LP和DP[20,22]，但珠光体形态在控制氢脆行为和抗氢脆性方面的具体作用仍不清楚。Hui等人[23]通过测量不同钢在氢加载前后的缺口强度变化，发现主要由完全珠光体组成且DP比例较高的钢具有更好的抗氢脆性。然而，DP相在控制氢脆敏感性方面的内在作用尚未得到系统阐明。本研究因此比较了同一成分体系中含有不同比例LP和DP的钢的抗氢脆行为，以建立明确的实验证据，将珠光体形态与氢脆行为联系起来。从热轧API 5CT L80厚钢板的表面和中部采集了两个具有不同LP和DP比例的样品，以比较它们的微观结构和拉伸性能。结果表明，DP比例较高、LP比例较低的钢具有更好的抗氢脆性。
实验程序
实验步骤
本研究中使用的钢板是在现代钢铁公司的工业生产线上制造的，首先将API 5CT钢板加热至约1200°C，然后在约1170–860°C的温度范围内进行热轧，得到厚度为10毫米的钢板，厚度减少了约80%。热轧后的钢板随后在水淬至约570°C，然后卷曲并空气冷却至室温。使用火花光发射光谱仪进行了相关检测。
结果
比较了从钢板表面和中部（中心）采集的热轧钢样品的微观结构，以确定不同冷却速率对这些部位的影响。图1b和c、S1a以及S1b中的OM显微照片显示，表面和中心样品的铁素体和珠光体相的比例相似（显微照片中的浅色和深色颗粒分别代表铁素体和珠光体[8]），且没有残留的奥氏体（图1a）。确实，
讨论
尽管拉伸试验和断口分析结果清楚地表明中心样品比表面样品更容易发生氢脆，但造成这种差异的根本原因以及中心样品中较高的氢含量仍不清楚。具体来说，中心样品在1小时和3小时氢加载条件下的平均溶解氢含量（分别为12.4–28.4质量ppm，见图3g）异常高，考虑到氢在钢中的溶解度本来就很低
结论
本研究通过从热轧钢板的表面和中部（中心）采集样品，研究了管道钢的抗氢脆性，考虑了其珠光体成分的形态差异。尽管两种样品的铁素体相的比例和形态相似，但中心样品含有更多的LP和更少的DP，这可能是由于其冷却速度较慢。中心样品还表现出更多的溶解氢
作者贡献声明
李贤旭：撰写初稿、数据可视化、实验研究、数据分析、概念构思。钟允 Moon：实验研究、数据分析。韩孝珠：实验研究、数据分析。余永在：撰写、审稿与编辑、资源获取、概念构思。金奎泰：资源获取、资金筹措。韩正浩：撰写、审稿与编辑、资金筹措、数据分析、概念构思。
利益冲突声明
作者声明他们没有已知的可能会影响本文研究的财务利益或个人关系。
致谢
本研究得到了韩国国家研究基金会（NRF）（资助编号：RS-2024-00344669）和韩国技术院（KIAT）的资助，后者由韩国政府（MOTIE）通过工业创新人力资源开发计划（HRD Program for Industrial Innovation）提供支持。
